LA MAQUINA ASINCRONA TRIFASICA

8.1 Principio de funcionamiento. El campo magnético giratorio

8.2 El deslizamiento 8.3 Aspectos constructivos del estator y del

rotor 8.4 Circuito equivalente del motor de inducción

trifásico 8.5 Ecuaciones 8.6 Potencias y pérdidas. Eficiencia 8.7 El circuito equivalente simplificado 8.8 Las curVas de torque y de corriente 8.9 Arranque. puesta en macha. vacío y trabajo

con carga 8.10 Ensayos de vacío y de rotor bloqueado 8.11 Determinación de parámetros del circuito

equivalente 8.12 El diagrama circular 8.13 Motores de doble jaula o de barras profundas 8.14 Los motores de dos o más tensiones 8.15 Métodos de arranque 8.16 El frenado eléctrico 8.17 La inversión de marcha 8.18 Los motores de dos velocidades 8.19 Designación. conexión y marcado de

terminales 8.20 Datos de placa

LA MAQUINA ASINCRONA

Se llaman máquinas asíncronas a las máquinas de corriente alterna cuya ve­locidad de giro N es diferente de la velocidad de sincronismo Ns'

Al igual que otras máquinas eléctricas, éstas pueden funcionar como motor o como generador aunque su aplicación más difundida es como motor, denomi~ nándoscle también en este caso "motor de inducción".

En la actualidad, el motor de inducción trifásico es el más utilizado en la industria debido a su robustez, larga~i~-ª, facilidad de operación y bajo costo.

8.1 ASPECTOS CONSTRUCTIVOS

El motor asíncrono consta de dos partes que son el estator y el rotor.

8.1.1 El estator Es la parte fija del motor. Está constituido por una carcasa en la que estáfi­

ja una corona de chapas de acero de calidad especial provistas de ranuras. Desde el punto de vista constructivo, es también muy simple y semejante al de un generador síncrono trifásico, en el cual se alojan uno o más grupos de tres bo­binas conectadas en estrella o en triángulo, tal como puede verse en la figura 8.1. .

Fig.8.1 Esquema del estator de un motor de inducción trifásico.

8.1.2 El rotor Es la parte móvil del ,motor. Está situado en el interior del estator y consti­

tuido por un apilamiento de chapas de acero formando un cilindro solidario con el árbol del motor. Estre los tipos más utilizados se distinguen el rotor de jaula de ardilla y el rotor bobinado.

179

8.1.2.1. Elrotor de jaula de ardilla (rotor en cortocircuito)

Este rotOr consta de un cierto número de barras de cobre o aluminio ubica­das en ranuras previamente construidas en el rotor, paralelamente a su eje y puestas todas en cortocircuito en ambos extremos por medio de dos anillos metálicos, tal como se ve en la figura 8.2. El conjunto tiene el aspecto de una jaula de ardilla, de donde proviene el nombre de este Lipo de rotor.

En determinados motores, la jaula de ardilla está enteramente moldeada. Se suele utilizar el aluminio inyectado a presión; las aletas de refrigeración he­chas en la misma operación hacen masa con el rotor.

Fig. 8.2 El rotor de un motor de jaula de ardilla.

8.1.2.2 El rotor bobinado (rotor de anillos rozantes)

Existe también otro tipo de rotor que lleva un arrollamiento similar en construcción yen número de polos al del estator. Generalmente el rotor es tri­fásico. Un extremo de cada uno de los devanados está conectado a un punto co-

. mún (acoplamiento estrella). Los extremos libres pueden estar conectados a un acoplador centrífugo o a tres anillos de cobre aislados y solidarios con el ro­tor. Encima de los anillos se colocan las escobillas de grafito conectadas al dis­positivo de arranque. Por estas razones a este motor se le denomina de "rolor bobinado" o de "anillos rozantes". Este motor se emplea P{)(~O debido a su ma­yor costo.

El arrollamiento rotórÍCo no recibe ninguna al i mentación' exterior como su­cede con el resto de las máquinas eléctricas y las corrientes que por éste circu­lan, son simplemente inducidas por el estator, como si se tratara de un traf!s­formador.

8.2 PRINCIPIO DE FUNCIONAMIENTO

EL CAMPO MAGNETICO GIRATORIO

El funcionamiento de estas máquinas se explica por la presencia de un cam-

180

po giratorio en el estaLor Que gira a'una velocidad constante, cuyos valores se distribuyen senoidalmente en el espacio y cuya amplitud se mantiene constan­te con el tiempo. Como se sabe, un campo de esta naturaleza sólo puede ser producido por un sistema trifásico constituido por uno o más grupos de tres bobinas distribuidas simétricamente en el espacio (es decir, a 1200 una de la si­guiente) y que están siendo alimentadas por un sistema trifásico equilibrado de corrientes (o sea, desfasadas entre si 1200 en el tiempo). Se sabe también que este campo giratorio se mueve a la velocidad de sincronismo Ns:

, (Hz) p ;;; N o <koolos

El campo gWdtorio del estator cona a los conductores del rotor generando en ellos una r.e.m. como si se tratara de un transformador; estas f.e.m.s. ha­cen circular corrientes en ct,rotof,9ue, a su vez, generan otro campo giratorio de la misma velocidad que aquél producido por el arrollamiento estaLÓrieo, ya que tienen el mismo número de polos.

Los dos campos girando a la misma velocidad intemccionan enLre si, produ­ciendo un torque electromagnético que pone en movimiento al rotor. Cuando el rotor comienza a gimr a la velocidad N, la velocidad relativa entre el campo gimtorio y el rotor disminuirá a Ñs~' Como consecuencia de esto, las f.e.m.s. y las corrientes inducidas en el rotor tendrán una frecuencia rr diferen­te de la frecuencia" del estatOf.

8.3 EL DESLIZAMIENTO

Como las frecuencias de las cantidades eléctricas son proporcionales a las velocidades relativas de los campos con respecto a sus rospectivos devanados, se tendrá que:

El valor s ;;; (Ns - N)I N. se conoce con el nombre de desli:t.amiento y es muy importante para el estudio de la máquina asíncrona; de esta relación se obtiene:

Para que haya producción de torque a cualquier velocidad del rotor es necesa­rio que los campos giratorios del estalor y del rotor se desplacen a la misma velocidad, excepto cuando el rotor alcanza la velocidad síncrona por cuanto, al

181

no haber movimiento relativo entre el campo giratorio del estator y el rotor no se inducen f.e.m.s. en el rotor.

Esta es la gran diferencia con respecto a las máquinas·síncronas en las que sólo se produce torque a la velocidad de sincronismo.

8.4 CIRCUITO EQUIVALENTE DEL MOTOR DE INDUCCION TRIF ASICO

El motor de inducción es semejante a un trdnsformador cuyo primario es el estator y cuyo secundario es el rotor. El estator y el rotor se pueden consi­derar como acoplados magnéticamente por un transformador ideal de relación de transformación a.

Suponiendo que esté parado, s = 1, su circuito equivalente monofásico será como el que se indica en la figura 8.3.

~ ~ R, ~

,1,,\

Fig. 8.3 Circuito equivalente monofásico de un motor de inducción.

En este diagrama: Re resistencia del bobinado del estator (ohm/fase). Xc rcactancia de dispersión del estator (ohm/fa <;e). ~ resistencia del bobinado del rotor (ohm/fase). Xr r~tancia de dispersión del rotor (ohm/fase). RCe resistencia de pérdida,> en el hierro (ohm/fase). Xm reactancia de magnetización (ohm/fase). Ve tensión a¡ialicada por fase (V). . F"'e f.c.e.m. inducida en el estator por fase (V) Er f.e.m. inducida en el rotor por fase (V). le corriente de fase del e~tator (A). Ir corriente de fase de ~ (A). lo corriente de fase de vacío (A). a relación de transformación. Ne número efectivo de espiras en serie por fa<;e del estator. Nr número efectivo de espiras en serie por fase del rotor.

El campo giratorio resultante de magnetización cIlcr inducirá en el estaLOr y en el rotor las f.e.m.s. Ee Y Er cuando el rotor eslá E,arado. La corriente Ir del rotor en cortocircuito tendrál<i-misma frccuencrá que lalc.

182

Sin embargo, cuando el rotor se pone en movimiento, la frecuencia del ro­tor se reduce a fr = s.fe y la f.e.m. se reduce a s.Er ya que disminuye la velo­cidad relativa entre el campo giratorio y el rotor. Por otro lado, la reducción de frecuencia afecta a la rcactancia de dispersión rotórica que disminuye a s.Xr.

El rotor se reprysenta entonces como se muestra en la figura 8.4 (a). Este cir­cuito, por conveniencia de cálculo, se convierte en su equivalente de la figura 8.4 (b), sin variar Ir'

Rr slC, R,Js Xr

sEr Er

•

(a) (b)

Re x.. R~S X;

-1" -.; Ve

t R¡" x...

(e)

Flg. 8.4 Circuito equivalente del rotor de un motor de inducción.

El circuito equivalente total referido al estator se transforma entonces en el circuito de la figura 8.4 (c), donde:

2 a . Rr =

2 X r = a . X

La resistencia rotórica R~ /s incluye la resistencia del arrollamiento rotó­rico y la que representa la carga mecánica del motor; conviene entonces sus­tituirla por:

De esta forma, el segundo término denominado resistencia dinámica representa sólo a la potencia mecánica que incluye a la potencia útil en el eje y a ias pérdidas mecáJiicas. ..

183

8.5 ECUACIONES

La impedancia del esl.ator:

La impedancia del rotor referida al esl.ator:

Z' = R' + ·x· r r J r

La corriente del esl.ator:

La tensión en bornes:

+ E e

(l -lYJ) +

EEJ La corriente de vacío:

Ee 1 ;:¡;

o Zo

1

Zo Ir + jX m fe

El torque útil: Pmee

T ulil = ro (N.m)

donde: P mee: potencia útil o potencia en el eje o potencia de salida \W) ro velocidad de giro del eje (rad/seg)

8.6 POTENCIAS Y PERDIDAS. EFICIENCIA

El motor de inducción trifásico recibe una potencia c1éclrica Pel igual a:

P el = V3 V 1 cos 9 \N)

184

donde:

V tensión'de línea (V) 1 corriente de línea (A) • es el ángulo de fase en atraso.

y entrega lUla potencia mecánica en el eje P mee:

Pmec = Pel- Ppetd (W)

donde: p perd : potencia de pérdidas totales (W)

La.potencia P perd es la suma de las potencias de pérdidas mecánicas Pmee' de pérdidas en el hierro PCe y pérdidas por efecto Joule en los bob,inados del estator y del rotor PIe Y PIr ' respectivamente.

Las pérdidas mecánicas se deben a la fricción en los rodamientos, a la ¡nc­ción de las partes giratorias con el aire y a la potencia requerida por el rodete de ventilación. Estas pérdidas son difíciles de medir por separado, se presentan junto con las pérdidas en el hierro.

Las pérdidas en el hierro se deben a los fenómenos de histéresis magnética y a las corrientes parásitas. Estas pérdidas se suelen calcular con la siguiente expresión:

(W)

donde: F;, : Ee en vacío (V) Las pérdidas por efecto Joule se determinan del siguiente modo:

2 (W) PJe = 31 e . Re

,2 . R~ PIr- = 3 Ir (W)

La eficiencia 1l es la relación entre la potencia mecánica entregada por el motor en el eje P mee Y la potencia eléctrica recibida por el mismo entre sus terminales P el: P

1l - mee - p;-La potencia generada o potencia total transferida del estator al rotor a tra­

vés del entrehierro P eh es igual a:

185

(W)

La potencia mecánica interna P mi es igual a:

P mi = P mee +Pmec (W)

8.7 EL CIRCUITO EQUIVALENTE SIMPLIFICADO

Para motores grandes, de más de 25 hp, un análisis bastante aproximado re­sulta de asumir las pérdidas mecánicas combinadas con las pérdidas en el hie­rro en la parte resistiva del ramal shunt que se coloca al principio del circuito, tal como se observa en la Figura 8.5.

_. 'r

R' r X' r

Fig. 8.5 Circuito equivalente aproximado de un motor de inducción trifásico.

De este modo se logra que la potencia mecánica interna y el torque mecá­nico interno sean valores útiles o efectivos en el eje sin necesidad de restarles las pérdidas mecánicas; por otra parte, la corriente en el ramal shunt es la co­rriente total de vacío lo , fácil de medir.

En consecuencia, la tensión Ve deberá m'odificarse, restándole la caída de tensión producida por' lo en el estator (ya que en realidad Ze es recorrida por lo ' mientras que en t:1 último circuito no lo es):

V' e

V e 1 . Z o e

8.8 LAS CURVAS CARACTERISTICAS

8.8.1 Las curvas de torque y corriente en función del deslizamiento o de la velocidad

Utilizando el eircuito equivalente aproximado, se puede determinar la co­rriente del rotor I~ referida al estator en función del deslizamiento s:

186

v~

R . )2 r + X El (e

La corriente del rotor puede expresarse también en función de la velocidad del rotor ID , remplazando el deslizamiento s por su equivalente:

donde: IDs : es la velocidap de sincronismo (rad/seg)

La gráfica de Ir - ro es como se muestra en la Figura 8.6. Durante la puesta en marcha del motor la corriente I~ cae continuamente desde un valor máximo en el arranque (s= 1) hasta hacerse igu~ a cero cuando el motor tra­baja sin carga mecánica acopladit en -efCje(s - O).

'o ~-----------?~------~--ro

sine

Flg. 8.6 Curva c¡¡¡racterística de 1-. para un motor asínaono trifásico.

La corriente ~ en el arranque se obtiene remplazando el valor de s = 1 en la ecuación de arriba:

(arr) =

Durante la puesta en marcha, la corriente de vacío lo. permanece prácti­camente constante mientras que la corriente total le varía fundamentalmente con I~ según la siguiente expresióR f~:

187

En la Figura 8.6 puede apreciarse cómo varía en fonna aproximada le con ro durante todo el período de puesta en marcha. La corriente de arranque larr presenta un valor inuy elevado, varias veces el valor de la corriente nominal 100m debido a la baja impedancia del circuito del motor.

El torque útil Tmec igual al torque'ffiecanlco'irit:erno Tmi es igual a:

Prrec ' Trrec = w-

en donde P mee es la poLencia útil o potencia mecánica in tema P mi :

I]{f@' 2 (1 -m) p "'~\;:-. = 31'r . R'r ti

y m es la velocidad angular del rotor:

WJl:::: ID (1 -sr .. :) [2;j s l2J

De modo que el T mec puede quedar expresado de la siguiente manera:

Reemplazando finalmente I~ en función del deslizamiento, se llega a la si­guiente expresión:

3 V,2 R' 1M] 1ffi~~ = _________ e __ · ____ r~i_··~_···_ID __ s~. __ __

( , )2 Re + ~ + (X e + X~)2

Este torque puede expresarse también en función de la velocidad del rotor ID. En la Figura 8.7 se muestra la forma típica de la curva deTorque-velocidad de un motor asíncrono trifásico.

En la curva de T - ro se distingue varios puntós importantes, a saber, el torque de arranque Tarr, el torque máximo Tmax, el torque nominal T nom Y el torque de vacío To'

T

Tnom --- --- -------------

COsinc 1"" "'-_____ Olnom_---..::>L-~ _____ ro

FIg. 8.7 Curva característica de T - ú)psra un motor asíncrono trifásico.

La expresión para el torque de arranque se obtiene haciendo s =: 1 en la ecuación de arriba:

2 3 V'e

Como no es posible alcanzar el vacío total, el torque mecánico nunca será cero y por lo tanto, nunca se alcanzará la velocidad de sincronismo. La región de funcionamiento normal es la zona de la derecha donde la curva es aproxi­madamente lineal.

Conviene aclarar aquí lo siguiente: si los conductores del rotor fuesen panl­lelos al eje del motor, la curva de T • ro presentaría a la velocidad de roJ7 un torque mínimo ocasionado por la gran influencia que en ese momento tiene la sétima armónica componente del campo magnético giratorio que podría resul­tar perjudicial durante la puesta en marcha con carga por la tendencia del mo­tor &pOnerse a girar a esa velocidad tan baja. Por eso, con el fin de superar es­ta dificultad y aproximar la forma de la curva a la ideal, las ranuras se cons­truyen con una cierta inclinación. Ver Figura 8.8.

8.8.2 El torque máximo Derivando la expresión del torque e igualando a cero se encuentra la expre­

sión del deslizamiento al cual se produce el torque má",imo:

189

T T

w w

(a) (b)

Fig. 8.8 Curvas de T - (O del motor as(ncrono (a) con ranuras paralelas al eje.

(b) con ranuras inclinadas del rotor.

Remplazando en la expresión del torque, se obtiene el valor del torque má­ximo, que demuestra que éste es independiente de la resistencia roLÓrica R~; este valor es el máximo torque de corta duración que puede sorportar el motor:

2 3 V'e/2CJ>s

La resistencia del rotor, sin em.bargo, determina el deslizamiento al cual ocurre el máximo torque. El torque máximo en motores de inducción conven­cionales se produce generalmente a un valor de deslizamiento varias veces ma­yor que el deslizamiento nominal.

Cuando el motor se impulsa al revés, el deslizamiento es mayor que la uni­dad, y el circuito del rotor absorbe potencia no sólo del estator a través del en­trehierro, sino también potencia mecánica que se convierte en potencia eléc­trica. Esta segunda región de operación del mOlor de inducción se muestra más adelante en la Figura 8.42.

8.9 ARRANQUE. VACIO y TRABAJO CON CARGA

Cada vez que un motor es arrancado y puesto en marcha desarrolla siempre las mismas características naturales de torque y corriente en función de la ve­locidad de giro.

Sin embargo, debe distinguirse tres casos de arranque: a) Primero, cuando el motor arranca en vacío, es decir, sin carga mecá­

nica acoplada en el eje. Evidentemente, éstas son las mejores condicio-

190

nes para la puesta en marcha del motor por cuanto esto se produce rápidamente en vista de la ausencia del torque resistente.

b) Segundo, cuando el motor arranca con carga, la cual puede ser lige­ra, mediana, plena o incluso una sobrecarga, las condiciones para la puesta en marcha son tanto más difíciles. El motor se tardará cada vez más en accionar la respectiva carga. Qcbe qu~dar cJa(O que sca~l!alfll~­re la carga que un motor deba poner en marcha, eUOn!ucJliJlU;J2rriente de arranque caml:>iM@; asimismo, que el tiempo que dura la puesta en marcha aumenta con la carga y que los tiempos largos contribuyen al recalentamiento de la máquina poniendo en peligro la vida del aisla­miento.

c) Por último, los continuos arranques y paradas del motor en los accionamientos del tipo intermitente ocasionan que el motor trabaje en la región de las velocidades bajas, donde precisamente las corrientes son elevadas con el consiguiente recalentamiento de la máquina al no darle tiempo para que se enfríe.

En la región de trabajo normal, luego que el motor fue puesto en marcha y el torque del motor se equilibró con el torque resistente de la carga, ésta puede variar ampliamente desde vacío hasta la plena carga sin ocasionar problemas de sobrecalentamiento para trabajo continuado o permanente. Se sabe que en vacío el mo.tor alcanza la mayor velocidad posible, ~on todo, no llega a sería velocidad de sincronismo. Conforme se vaaü""mentando la carga, el mo­tor 'Va disminuyendo en forma Casi proporcional su velocidad hasta alcanzar la nominal con una carga plena.

El motor también puede trabajar sobrecargado, pero no por tiempo ili­mitado; sino el máximo especificado por el fabricante para el tipo de motor. Las sobrecargas duraderas producen recalentamiento de la máquina. Los tiem­pos de sobrecarga son relativamente pequeños.

En el trabajo con cargas de tipo periódico o intermitente está permitido el trabajo con sobrecargas de corta duración, teniendo como límite de torque el torque máximo.

8.10 ENSAYOS DE VACIO Y DE ROTOR BLOQUEADO

Las constantes del circuito equivalente del motor de inducción pueden ob­tenerse de una prueba hecha con el motor girando libre y de la prueba de rotor bloqueado. Estas pruebas son equivalentes a las pruebas de vacío y de cor-tocircuito del transformador. .

8.10.1 Prueba de vacío Se aplica una tensión nominal a frecuencia nom~nal al estator de tal modo,

191

que el motor gire sin carga. Se toman entonces las medidas de tensión, co­rriente y potencia de entrada al estator.

Debido al bajo valor del deslizamiento en vacío, la resistencia dinámica es tan alta, que la corriente del rotor en vacío es ~ciable. Sin embargo, una pequeña corriente del rotor, que puede despreciarse, está presente en motores prácticos incluso a cero deslizamiento debido a las armónicas en la onda de densidad de campo y a una ligera no uniformidad en el entrehierro.

Para la prueba de vacío de un motor trifásico, los instrumentos de medi­ción se colocan en la forma indicada en la Figura 8.9. Sea:

Vo la tensión nominal de línea (V) lo la corriente de línea (A) Wo la potencia total de entrada (W) Re la resistencia del equivalente monofásico del estator (Q).

Fig. 8.9 El ensayo en vacío de un motor de inducción trifásico.

8.10.2 Prueba de rotor bloqueado Este ensayo se hace con el rotor trabado, es decir, evitando que gire (s=I). Para motores convencionales de jaula de ardilla simple, menores de 20 kW

nominales, sin incluir las máquinas de doble jaula de ardilla o de barras pro­fundas, se aplica al estator una tensión reducida a frecuencia nominal. La ten­sión se ajusta para producir aproximadamente una corriente nominal. Una ten­sión nominal daría como resultado una corriente excesiva que saturaría las tra­yectorias del flujo de dispersión a través de los dientes del estator y del rotor, dando lugar a menores valores que los normales de la reactancia de dispersión. Adicionalmente, a menos que se sostenga por un corto período, la corriente ex­cesiva sobrecalentará los embobinados.

Para la prueba de rotor bloqueado de un motor trifásico, con los instru­mentos de medición colocados en la forma que aparece en la Figura 8.10, sea:

v ce: la tensión reducida de línea (V)

192

Icc la corriente nominal de línea (A) P ce la potencia de entrada CW). (1"0 i ..... ",;" lotcü)

Pcc

Fig. 8.10 El ensayo de rotor bloqueado de un motor de inducción trifásico.

8.11 DETERMINACION DE LOS PARAMETROS DEL CIRCUITO EQUIVALENTE

8.11.1 Uso de los valores medidos en el ensayo de vacio

Debido a que la corriente de vacío del rotor es despreciable, el circuito del rotor en este ensayo puede omitirse del circuito equívalente en la Figura 8.11 (a), resultando el circuito de la Figura 8.11 (b), en donde zM está representado por una impedancia equivalente serie para facilitar la evaluación de las reac­tancias y resistencias del motor.

Re Re X.

t-- Io -lo rM

V V

xm l XM

S20 O -(a) (b)

-- lo

R. f V Zo

~ Xo J

(el Fig. 8.11 Circuitos equivalentes para un motor de inducción trifásico.

(a) y (b) Prueba de vacío.

(e) Circuito equivalente simplificado para el motor en vacío.

1~

193

La resistencia Rfe en la Figuro 8.11.,ia), tollllLen cuenta no sólo las pér­di<Íac; en el hierro, SinO también las pérdidas mecánicas.

--Con msVálores medidos en este ensayo, se puede determinar el circuito equivalente monofásico, tal como aparece en la Figura 8.11 (c):

donde:

y:

voltios por fase

ohmios por fase

ohmios por fase

en donde Re es la resistencia del estator tomada como el valor de corriente con­tinua. La resistencia Rfe » Xm, de modo que la resistencia fM es apro­ximadamente igual a:

(O)

y por lo tanto:

por lo que: (1)

La reactancia Xo se puede determinar a partir de Ro Y Zo ya calculados:

Las pérdi<Jas rotacionales, es decir, la suma de las pérdidas mecánicas más las pérdidas en el hierro, se encuentran restando las pérdidas por efecto Joule en el cobre del estator de la potencia de vacío medida a la entmda:

194

8.11.2 Uso de los valores medidos en el ensayo de rotor bloqueado

Este ensayo pennite encontrar directamente los valores de Xe, X; Y R~. El circuito equivalente se muestra en la Figura 8.12 (a), pudiendo reducirse

al circuito equivalente serie de la Figura 8.12 (b) para facilitar la evaluación de los parámetros.

v·

!

R. X. R; x; R. x.

-'", ~I'r

t -1",

f2

v· ~

Rt. Xm

i X2

(a) ~)

f-~ :}~ V'

FIg. 8.12 Circuitos equivalentes para un motor aslnaono trifásioo con el robr bloqueado.

Con los valores medidos en este ensayo se puede detenninar el circuito eqwvalente monofásico, tal como se muestra en la Figura 8.12 (c):

V' = Vcc I V3 voltios por fase

V' ohmios por fase zcc = Ice

R Pcc = ---r ce

3 Ice

donde:

y:

Rcc = Re + r2

Xcc = Xe + x2

La reactancia Xcc se puede determinar a partir de Zcc y Rcc ya calculadas:

195

Cuando el rotor está trabado, la corriente de excitación es pequeña 1::ompa­rada con la corriente del estator Ice> la rcactancia de dispersión del rotor X'r es sólo ligeramente mayor que x2, Y

El Código de Pruebas de la IEEE (Inslitute of Electrical and Electronic Engineers) lista las proporciones empíricas dadas en la Tabla 8.1 para reac­tancias de dispersión del estator Xe y del rotor X~ en motores de inducción trifásicos en función de la rcactancia equivalente Xcc con rotor bloqueado.

Tipo de motor

Xe

X;

Tabla 8.1 Proporciones empíricas de las reactancias de dispersión del motor de inducción

Clase A Clase B ClaseC Clase D

0.5 Xcc 0.4Xcc O.3Xcc O.5Xcc

0.5 Xcc 0.6 Xcc O.7Xcc O.5Xcc

Rotor bobinado

0.5Xcc

0.5Xcc

Conociendo Xe puede calcularse Xm a partir de la ecuación (1) obtenida del ensayo de vacío:

~uando la clasificación del motor no se conOCb se asume Xe::.XeO.5 Xcc' • El valor de R~ requiere ser estimado con mayor precisión que X'r debido a que r2 es algunas veces mayor que R~ y a que R~ Is » (Xc + X~) en el rango de marcha, razones por las cuales el efecto de R~ durante la man;:ha nonnal es mayor.

Considerando que Rfe » Xm y que, al mismo tiempo, Xm es muy grande comparado con los valores de las resistencias y reoctanóas de dispersión del es­tator y del rotor, entonces, se demuestra que T2 es igual aproximadamente a:

2 R~ . X m

(2)

196

de donde se obtiene:

donde r2 ha sido remplazada por su equivalente de la ecuación (2). Sólo falta determinar Rfe' De la ecuación (O):

x~ x~ R, == -r-

le M Ro - Re

~ Si se quiere que Rfe represente sólo las pérdidas en el hierro, será necesario separarlas de las pérdidas mecánicas.

Para esto, manteniendo la frecuencia nominal, se hace variar la tensión de vacío desde 0.2 V nom hasta 1.1 V nom por medio de una fuente de tensión va­riable (en realidad debe procederse al revés: desde 1.1 V nom hasta 0.2 V nom)'

Por debajo de 0.2 V nom el motor puede llegar a bloquearse. Se observará que la velocidad del rotor cae ligeramente durante el ensayo, de modo que las pér­didas mecánicas permanecen prácticamente constantes .

. En este ensayo se miden para las distintas tensiones Vo' las respectivas corrientes lo y potencias Wo' Luego se determinan las pérdidas rotacionales Po: 2

Po =Wo -3I o ·R e

Las pérdidas rotacionales Po son iguales a la suma de las pérdidas mecá­nicas Pmec más las pérdidas en el hierro PCe:

Po = Pmec + Píe

donde: 3 E 2 o

PCe = ~ fe

Considerando que Pmec es una constante y que PFe es función del cuadrado de la r.e.m. Eo' la gráfica de Po vs. Ro es una parábola cuadrada, tal como se aprecia en la Figura 8.13. La amplitud Eo se obtiene a partir de la ecuación si­guiente:

- V o l.Q: - -E = ~ 0° - 1 x Z

o V 3 o e

La intersección de la curva de potencias con el eje Po' una vez extrapolada, dará el valor de las pérdidas mecánicas.

197

Separadas las pérdidas mecánicas, para un punto cualquiera de la curva de potencias, se puede detenninar el valor de las vérdidas en el hierro y, con éstas, el valor de Rfe:

. ----.-"1 .' • Fig. 8.13 Curva de vacío del motor de inducción.

8.12 EL DIAGRAMA CIRCULAR DEL MOTOR

A veces es muy sencillo y conveniente calcular las características de ope­ración de un motor de inducción por medio de su diagrama circular.

En corriente alterna se demuestra que, si en un circuito serie R-L, la reac­tancia pennancce constante y la resistencia varía. el lugar geométrico del vec­tor corriente es una semicircunferencia, tal como puede verse en el libro "Cir­cuitos Eléctricos" de J. ~minister.

En el circuito equivalente simplificado, todos los componentes son cons­tantes excepto la resistencia dinámiq}' que varía con la carga; por consiguiente, el lugar geométrico del vector I~ es una circunferencia y como la corriente to­tal Is es la suma de la variabÍe I~ y la constante lo, el lugar geométrico de Is será tambiéó una circunferencia.

v

198

J

Fig. 8.14 El diagrama circular.

K

Los datos para trazar el diagrama se obtienen por medio de los ensayos de vacío y de rotor bloqueado, en la forma siguiente:

Punto P.: Se determina de la corriente y potencia en vacío.

OP = lo ~

·0 Po

= are cos ...¡3vo lo

2 Po = W o - 3 lo Re

Punto H.: Se determina de la corriente y potencia de cortocircuito.

OH = I~c ~c

C>cc arc cos _ rl -V 3 Vcc .I cc

A continuación se muestra la tabla de ensayos de vacío y de rotor blo­queado:

Potencia (W)

VACIO Wo

R.B. Pce

PH - Rectas de potencias útiles. PK - Paralela al eje de abcisas. MM' - Mediatriz de PH. M - Centro del círculo PHK..

Tensión Corriente (V) (A)

VD = Vnom lo

Vce Ice = lnom

Se observa entonces que con la ayuda de solamente los dos ensayos se ha logrado obtener el diagrama circular, a partir del cual se pueden calcular los va­lores de operación sin necesidad de otros ensayos, ni cálculos con circuitos equivalentes.

HJ = I~c.cos .cc> multiplicado por Ve' nos daría la potencia absorbida con rotor parado (instante del arranque) integramente consumida en pérdidas por efecto Joule, eri el hierro.

199

PQ = lo. cos +O, multiplicado por Ve' nos da la potencia total de vacío, que se asume consumida en pérdidas en el hierro y mecánicas.

HF representaría, por lo tanto, a la escala de potencias, únicamente las pérdidas por efecto Joule en el rotor y en el estator.

Punto G.: Divide a HF proporcionalmente a R'r Y Re (resistencias del rotor reducida al estator y del estator respectivamente) de modo que:

HG : pérdidas por efecto Joule en el rotor. GF : pérdidas por efecto Joule en el estator. PG : recta de los apreso

La recta PH limita las pérdidas por efecto Joule (máximas en H y nulas en P), por lo tanto, las distancias desde esta recta hasta la circunferencia re­presentan las potencias útiles o desarrolladas en el eje.

OE = le ' corriente estatórica para una carga cualquiera con Lp. = cos .e. PE = I'r = le -lo . corriente rotórica.

EA = le cos cl>e , componente activa de le. Representa, a escala de potencias, la potencia total absorbida por fase. BA : pérdidas en el núcleo y mecánicas por fase. eB : pérdidas por efecto Joule en el estator por fase. De : pérdidas por efecto Joule en el rotor por fase. DE : potencia útil en el eje por fase.

Deslizamiento: la recta ab de una longitud cualquiera se traza paralela a la recta de los pares. El punto a (proyección vertical de P) corresponde a deslizamiento O (marcha en vacío), y el punto b corresponde al deslizamiento 1 (rotor bloqueado). Dividiendo la recta ab en 100 partes iguales, se deter­mina el deslizamiento para cualquier punto de operación:

Ee torque.

s = ~ x 100 ab

TN torque máximo. HG torque de arranque.

8.12.1 Demostracloenes 1) PERDIDAS POR EFEcrO JOULE

eD x 100 eE

POSTULADOS: HG = pérdidas rotóricas por efecto Joule debido a I~. GF = pérdidas estatóricas por efecto Joule debido I~c.

200

Se quiere demostrar que:

DC = pérdidas rotórieas por efecto Joule debido a le. CB = pérdidas estatóricas por efecto Joule debido a le. ED = potencia útil en el eje.

Es decir:

Demostración:

M>EK - M>EB

.2 Ir DC

= 2 HG

Ir (ce)

PE .. PK

PB PE

2 PE

cn GF

(pE = ¡ - ¡ = ¡,) e o r

PK. PF

PH PF 2 2 M>HK - M>HF :. = - ; PH = 1 r (ce) ::;: PK . PF

PK PH

Dividiendo ambas expresiones:

M>DB - M>HF

por lo tanto:

1,2 r PB

--=2-­Ir (ce)

= PF

PB BC .. PF = FG ::;:

DC HG

pérdidas por efecto Joule debido a le

pérdidas por efecto Joule debido a Ice

1'2 r PB

:: PF

2) RECTA DE POTENCIAS UTILES

CB GF =

DC HG

Si se descuenta de la potencia total absorbida, proporcional a EA, las pérdidas en vacío BA, y las pérdidas por efecto Joule DB, resulta la potencia útil ED. Por esta razón, PH es llamada la recta de potencias útiles.

201

3) EFICIENCIA Por definición:

potencia util entregada

potencia total absorbida

por lo anterionnente demostrado:

4) DESLIZAMIENTO

ED EA

Al final del sucapítulo 806 se demostró que PJr = S o P eh ' donde PJr son las pérdidas por efecto Joule en el rotor y Peh es la potencia transferida del estator al rotor a través del entrehierroo

Luego: PJr OC

S = EC Peh

Además:

&DC - ~Pab :0

OC PC ---? DCo ab = ab Pa

Pa o PC

&EC -~Pac Pa ac --7 Pa o PC 00

EC PC ac. EC

OC ac deslizamiento 00

EC ab

5) RECf A DE LOS TORQUES El torque útil es:

P Tu

u = (j)

donde Pu = (1 - s) oPeh Y ro = (1 - s) .COS

Por lo tanto:

202

de modo que el torque útil es proporcional a la potencia Peh: Tu = k' . EC. Por lo tanto, las distancias entre la circunferencia y la recta PG repre­

sentarán, a una cierta escala, los torques útiles del motor. La tangente paralela a esta recta determinará el punto de torque máximo y

HG representará el torque de arranque.

8.13 MOTORES DE DOBLE JAULA O DE BARRAS PROFUNDAS

8.13.1 Motores de doble jaula

El motor de jaula de ardilla simple es el más difundido de los motores de inducción, pero no permite insertar resistencias rotóricas para reducir la co­rriente y mejorar su torque de arranque; una variante de este motor que posee un rotor con doble jaula mejora, sin embargo, sus características de arranque.

Fig. 8.15 Formas de la ranura y barras del rolor de doble jaula de ardilla.

La doble jaula consiste de dos juegos de barras situados uno fuera del otro tal como se aprecia en la Figura 8.15.

Las barras exteriores de pequeña sección tienen elevada resistencia y re­ducida inductancia de dispersión. Las barras interiores de mayor sección, tie­nen, por el contrario, reducida resistencia y elevada inductancia de dispersión.

En la Figura 8.16 puede verse un esquema aproximado de la distribución del flujo de dispersión por ranura, que muestra que la barra del rotor más gran­de encadena una mayor cantidad de flujo de dispersión y por lo tanto tiene una mayor inductancia de dispersión, que la barra superior.

Fig. 8.16 Una gráfica del flujo de dispersión por ranura en un motor de doble jaula de ardilla.

203

En el arranque, la frecuencia de las corrientes del rotor es relativamente al­ta, igualando a la frecuencia del estator, y la reactancia de dispersión de la jau­la interna es alta, tendiendo a suprimir la corriente en esa jaula.

Debido a su resistencia más alta y menor inductancia de dispersión, lajau­la exterior predomina durante el arnmque produciendo, por lo tanto, un alto tor­que de arranque.

Cuando el motor está operando a velocidad normal, la frecuenciá del rotor es tan pequeña, que la reactancia de dispersión de la jaula interior es conside­rablemente menor que su resistencia, y las densidades de corriente en las dos jaulas son prácticamente iguales, aunque como la corriente de la jaula interna es varias veces mayor que la otra, el torque motor en esencia se crea en este caso por la jaula interior.

Debido a esto, la jaula interior se denomina jaula de trabajo. La resistencia efectiva del rotor es ahora baja, dando un deslizamiento bajo en el rango de rotación desde vacío hasta plena carga.

En la Figura 8.17 se representa en forma aproximada las curvas carac­terísticas de T - ro de las jaulas externa e interna y la curva resultante de am­bas jaulas.

o (¡)

Fig. 8.17 Curvas de los torques motores de un motor de doble jaula de ardilla.

8.13.2 Motores de barras profundas Los motores de barras profundas, lo mismo que los de doble jaula, tienen

características de arranque mejoradas en comparación con los motores asín­cronos simples.

En la Figura 8.18 se puede ver la forma de la ranura de un motor de éstos. Además de las barras de sección rectangular se usan también barras con sec­ción de otras formas, por ejemplo, trapezoidal, en botella y otras, tal como puede verse en la Figura 8.18

204

1 Ag. 8.18 Diversas formas de barras de rotores de motores de inducción

de barras profundas.

En estos motores se emplea el fenómeno de desplazamiento de la comente en las barras determinado por los flujos de dispersión de las ranuras.

En el arranque, la frecuencia del rotor es igual a la de la red. En la Figura 8.18 se muestra el esquema del flujo de dispersión en una ra­

nura del rotor. Se ve que los sectores internos de la barra son abrazados por un mayor número de líneas de flujo, por lo que en estos sectores se inducen ma­yores f.c.e.m. de dispersión.

Por consiguiente, en los sectores interiores circulan corrientes de menor in­tensidad, es decir, la corriente se desplaza hacia las partes exteriores del con­ductor, abarcando una menor área de conducción y aumentando por lo tanto la resistencia óhmica del rotor. Por esta razón, el motor de barras profundas tiene una comente relativamente pequeña. siendo relativamente grande el torque de arranque.

A medida que el motor se acelera, la frecuencia de la corriente en el rotor disminuye. En este caso, el fenómeno de desplazamiento de la comente se ha­ce cada vez menos notable y la comente se distribuye cada vez más unifor­memente por la sección del conductor.

A velocidad normal, este motor tiene una resistencia óhmica normal, pero con una inductancia elevada del rotor, a causa de lo cual empeoran algo el f.p. y la capacidad de sobrecarga del motor.

8.13.3 Clases de diseño

Los motores de jaula de ardilla son clasificados por la NEMA como dise­ños A, B, e, D y F (Véase la Figura 8.19 (a) y (b) ):

Los motores de diseño A, usualmente, tienen rotores de jaula simple de baja resistencia con buenas características de marcha a costa de una alta co­rriente de arranque y un torque de arranque moderado. Debido a la alta corriente de arranque, requiere un arranque a tensión reducida. Se aplica en el acciona­miento de ventiladores, sopladores, máquinas-herramientas y bombas centrí­fugas.

205

Los motores de diseño B, son los más comunes y ticnen el rotor en fonna de doble jaula o de barras profundas. Se arrancan a tensión plena. Tie­nen aproximadamente el mismo torque de arranque que el diseño A con sólo un 75% de la corriente de armnque. Tiene las misma" aplicaciones que el di­seño A.

Los motores de diseño e son de doble jaula o de barras profundas con una resistencia del rotor más alta que el diseño n, con un torque de arran­que más alto pero con una menor eficiencia y un deslizamiento algo mayor que para el diseño B. Se aplica en cargas que demandan una velocidad casi constante y un torque de arranque regulannente alto. La corriente de armnque es relativamente baja. Se aplica en el accionamiento de compresores, trans­portadores, trituradoras y bombas reciprocantes.

Los motores de diseño D tienen, generalmente, un rotor de jaula simple de alta resistencia que le confiere un alto torque de arranque pero con un alto deslizamiento y una baja eficiencia. Tienen eltorque de arranque más alto entre todos los diseños. Se usan para cargas de alta inercia tales como es­tampadoras, punzonadoras y tijeras.

Los motores de diseño F son, usualmente, de alta velocidad conec­tados directamente a cargas tales como sopladores o bombas centrífugas que requieren sólo torques de arranque bajos. El rotor tiene una baja resistencia por lo que el motor presenta un bajo deslizamiento y una alta eficiencia pero un bajo torque de arranque.

206

__ Dise/loA

______ Disefio6

_._._. __ DlsenoC

........ Disel'\o o

__ .. __ .. __ .. Diseno F

(a) na Velocidad

Flg. 8.19 Clases de diseño de motores de jaula de ardilla trifásicos (a) Curvas de torque

(b) Curvas de intensidad de corriente

8.14 MOTORES DE DOS O MAS TENSIONES

El estator de los motores asíncronos trifásicos puede tener uno o dos gru­pos de bobinas con seis terminales por cada grupo, tal como puede verse en la Figura 8.20.

(a)

(b)

Flg. 8.20 (a) Estator de un grupo de bobinas (b) Estator de dos grupos de bobinas

Como se sabe, las tres fases de una máquina con un solo grupo de bobinas se pueden conectar sólo de dos formas distintas, en estrella para la mayor tensión (por ejemplo 380 V), y en triángulo para la menor tensión (p.c. 220V). Esto es lo que se denomina un motor normal de dos tensiones. Para una mejor comprensión puede verse la Figura 8.20 Ce)

2 3 2 3

W ruill Flg. 8.20 (e) Conexiones estrella y triángulo para las tensiones

mayor y menor respectivamente.

Sin embargo, se construyen también motores de dos grupos de bobinas con eada uno de los cuales se pueden hacer las conexiones que se ven en la Fi­gura 8.21.

Las designaciones que se suele dar a cada una de estas configuraciones son las siguientes:

a) doble triángulo paralelo

b) doble estrella paralelo

V

...;3 V

207

c) triángulo serie

d) estrella serie

2 t. paralelo t. serie

2V

2V3V

~ ,y~ ••• ~ ,~y Á ~,

y serie

220 V 440 V

(a) (b) (e) (d)

Fig. 8.21 Combinaciones usuales de las bobinas del estator en motores trifásicos, para lograr su funcionamiento a varias tensiones.

La importancia de conocer que estas máquinas pueden trabajar con varias tensiones es por el peligro que se corre de malograr el bobinado cuando se apli­ca equivocadamente una sobretensión lo cual producirá la sobresatúración del núcleo con la consiguiente sobrecorriente de magnetización que terminará que­mando el aislamiento de la máquina.

De allí que dcba seguirse estrictamente las indicaciones dadas por el fabri­cante en la placa y en la contratapa de la caja de bornes de cada motor.

En la Tabla 8.2 se da algunos ejemplos de bobinados diseñados para dife­rentes tensiones, combinaciones propias de motores trifásicos europeos.

Tabla 8.2

Tabla 8.2

Conexiones Disposición

NQ 2DIf 2YII o serie y serie

1 110V 190V 220 V 380 V

2 125V 220V 250 V 440 V

3 150V 250 V 300 V 500 V

4 220 V 380 V 440 V -

5 250 V 440 V SOOV -

208

Las tensiones de cada fila horizontal son válidas para la frecuencia de di­seño.

8.15 METODOS DE ARRANQUE

8.15.1 Arranque de los motores de jaula de ardilla

Cuando se aplica tensión a un motor, éste absorbe una gran intensidad de la red y puede provocar una caída de tensión apreciable en la línea de alimen­tación pudiendo llegar a afectar el funcionamiento de otros receptores.

Esta caída de tensión es tan grande que, a veces, se percibe en la disminu" ción del brillo de las lámparas de alumbrado.

Los motores de inducción absorben en el arranque una corriente de 5 á 7 veces su valor nominal.

Los motores pequeños pueden arrancarse directamente desde la red; los mo­tores medianos suelen tener arranque manual; y, los motores grandes se arran­can en forma automática.

_El objeto de los arrancadores es Ijmjl,ªO-'LC2..Qrrig¡J~_dC M@!!qll(!, Como las características del rotor de un motor de jaula de ardilla han sido determinadas de una vez para siempre por el fabricante, los diversos métodos de arranque per­miten hacer variar sólo la tensión en bornes del estator.

En estos motores, la reducción de la corriente de arranque está acompañada de una fuerte reducción del torque.

8.15.1.1 Arranque directo o a tensión plena

El arranque directo es un método obtenido en un solo tiempo; el estator del motor se acopla directamente a la red, tal como puede verse en la Figura 8.22. (tarr es el tiempo típico de conexión del armncador, en segundos)

4 á 8 100m

0.6 á 1.5 lrnUID

2á3s

~-: -~[[~

~ Fig. 8.22 Arranque directo de un motor de jaula de ardilla.

El motor es arrancado con sus características naturales con una fuerte co­rriente de arranque Iarr Este método es ideal si la instalación permite esta pun­ta de intensidad y si el torque de arranque lrarr del motor (fijado por el tipo de

209

construcción de su rotor en 1.5 torque nominal Tnorn en promedio) es el con­veniente para la puesta en marcha del equipo.

Este método permite arrancar las máquinas incluso a plena carga, si la red admite la larr' Es, pues, indicado para las máquinas de pequeña y mediana po­tencia.

Sin embargo, en vista que el Tarr es de 1.5 T nom' este método no se reco­mienda si el arranque debe hacerse en forma lenta y progresiva (algunos mon­t.lCargas y fajas transportadora.;; ¡XX ejemplo).

Para remediar los inconvenientes de la caída grande de tensión en la línea, se prohibe, a veces,.cl arranque directo de motores de inducción por encima de una cierta JXltencia.

Otras veces se imJXme la relación entre la larr Y la Inom en función de la potencia de los motores.

El motor de jaula es el únieo que puede acoplarse directamente a la red con un equiJXl sencillo, debido a que sólo el bobinado del estator está en contacto COH el exterior a través de la caja de bornes.

8.15.1.2 Arranque a tensión reducida

a) Arranque estatórico por resistencias

La alimentación a tensión reducida del motor, durante el primer tiempo se obtiene poniendo en serie con cada fase del estator una resistencia que es corlO­circuit.lda luego en un solo tiempo. Ver la Figura 8.23.

larr 4.5 I nom

Tarr 0.6 á 0.85 Tnom

tarr 7 á 12 s

Fig. 8.23 Arranque estatórico por resistencias.

Los acoplamientos eléctricos de los devanados respecto a la red no se modi­fican durante el arranque. La larr que recorre la línea de alimentación se reduce proporcionalmente a la tcnsiónaplicada al motor, mientras que el torque se reduce con el cuadrado de la tensión.

210

El Tarr es relativamente pequeño (valor típico: 0.75 Tnom) para una larr

todavía importante (valor típico: 4.5 Inom)'

La tensión aplicada en los bornes del motor no es constante clurant.: d período de aceleración.

La intensidad máxima, cuando se aplica tensión al motor disminuye a me­dida que el motor acelera; la caída de tensión en los bornes de la resistencia dis­minuye y la tensión en los bornes del motor aumenta progresivamente.

Como el tarque es proporcional al cuadrado de la tensión, los valores obte­nidos del torque son más elevados para un Tarr dado que con un sistema que suministra una tensión reducida de valor fijo.

En la Figura 8.24 puede verse las curvas características (en línea gruesa) de torque y de corriente en función de la velocidad para este método de arranque.

Fig. 8.24 Curvas características para el método de arranque por

resistencias en serie con el estator.

El pa..<;Q a tensión plena se realiza para una velocidad mayor que 0.8 veces la velocidad de sincronismo Ns, con puntas de torque y de corriente rela­tivamente pequeñas. La velocidad va aumentando progresivamente y sin cam­bios bruscos. Por otra parte, es posible modificar los valores de la intensidad y del torque de arranque adaptando el valor de la resistencia.

El arranque estatórico por resistencias es conveniente para la puesta en mar­cha de las máquinas con torque resistente creciente a cerca de la mitad deltor­que nominal e incluso en las máquinas potentes y de gran inercia.

Sin embargo, este tipo de arranque presenta un inconveniente. Para una re­ducción de torque dado, por ejemplo, en la relación k.Tarr> sólo reduce la co­rriente de arranque con una relación muy pequeña V k. T arr •

Por el contrario, la presencia de una importante resistencia prácticamente no inductiva, reduce considerablemente la amplitud de la larr, durante el régi­men transitorio de puesta en tensión, lo que es, a menudo, una ventaja deter­minante.

b) Arranque por arrollamiento estatórico dividido

El esquema de este método de arranque puede verse en la Figura 8.25

211

~=: ===:;:iW:::t=========== Arranque u:rnE====~=Jl

Fig. 8.25 Método de arranque por arrollamiento estatórico dividido.

Este método es conveniente en los motores fabricados para funcionar con dos tensiones diferentes (220 y 440 por ejemplo) ya que para esto requiere dos arrollamientos trifásicos que se conectan en serie para la tensión mayor (440 V) y, en paralelo, para la menor (220 V). El método es aplicable para cuando el motor debe funcionar con la tensión menor.

En el arnmque, se conecta sólo uno de los arrollamientos, prescnwndo de este modo mayor impedancia; la larr se reduce al 65%. Una vez arrancado, se conecta el segundo arrollamiento.

c) Arranqu.e por autotransformador

El motor es alimentado a tensión reducida mediante un auto transformador, el cual se pone fuera de servicio cuando el arranque termina. En la Figura 8.26 puede verse un esquema del método.

212

1.7 á 4 Inom

0.4 á 0.85 T nom

7 á 12 s ~ -: --------;:ii:--r-­T -------1'~-++--,P -

Fig. 8.26 Arranque por autotransformador.

El arranque se efeclúa en tres tiempos:

10 Puesta en estrella del autolmnsfonIlador; después, cerrar el interruplor prin­cipal IP. El mOlor arranca, ahom, a tensión reducida.

20 Apertura del punto neutro. Una fmeción de devanado del auLotransforma­dor, insertado en serie con eada fa'iC del estator, se comporta como una inductancia.

3° Un tercer interruptor acopla el motor a la tensión plena de la red.

En la Figum 8.27 puede verse la'i curvas camcteríslica'i de lorque y corrien­te en función de la velocidad (Y.ll'a este méLodo.

T

(J)

Fig. 8.27 Curvas características del motor en el método de arranque por autotransformador.

A lo largo del primer tiempo, el lorque se reduce proporcionalmenLe al cuadrado de la tensión y la corriente de línea en una relación muy pró~ima, li­gemmenLe má'i elevatla que la corriente magnelizante del aUlotransfonnador.

Pam determinar la relación de transfonnación r del auLotransformador que permita reducir la corrienle de la línea en el arr.mque en un facLor k, nos {Xxlc­mos valer de la Figura 8.28.

__ 11 -12 @ t~ ~ Vron

CD ®

Fig. 8.28 Circuito para la solución del problema de cálculo de la relación de transformación.

En primer lugar, se cumple lo siguiente:

213

VI 12 r = =

V2 -r;-En segundo lugar, en el lado del mOLOr, el cual es arrancado a la tensión

.reducida V 2, se cumple:

Vnun

-r:-Finalmente, como dato del problema, se sabe que la corriente de la línea 11

es una fraceión de la corriente Iarr del moLOr:

Haciendo los remplazos respectivos, se tiene lo siguiente:

1 2,.

-r;= k

== T0 r

De donde se deduce que la relación de transformación es igual a:

r = v'k En vista que el autotransformador se usa sólo durante el breve período de

puesta en marcha, se prefiere utilizar, por razones de espacio y de economía, dos autotmnsformadores monofásicos conectados en V (delta abierta).

Este mélodo de arranque se usa sobre todo en los motores de gran pOlen­cia. Se prevén varias lomas (taps) en el aulotransformador de modo que sea posible ajustar la tensión de arnrnque en función de la máquina arrastrada.

d) Arranque estrella-triángulo

Este método sólo puede aplicarse a los motores donde los dos extremos de los tres devanados del estator tengan salida sobre la caja de bornes y donde el acoplamiento en triángulo corresponda a la tensión de la red (por ejemplo, para una red de 380 V es preciso un motor de 380 V D / 660 V Y).

Este método consiste en arrancar el motor conectando sus devanados en

214

estrella. Estos se encuentran, entonces, alimentados con una tensión igual a la tensión de la red dividida por-y'3 ,o sea, a un 58% de la tensión nominal.

En la Figura 8.29 puede verse un esquema mostrando el método de arranque estrella-triángulo.

~: Iarr 1.3 á 2.6 100m Tarr 0.2 á 0.5 T nom

tarr 3á7s

Fig. 8.29 Arrancador estrella-triángulo.

El torque se reduce con el cuadrado de la tensión de alimentación y es igual a un tercio del T arr en un arranque directo.

La corriente en la línea de alimentación se reduce en la misma proporción. A continuación se demuestran estas afirmaciones.

En la Figura 8.30 (a) se muestra el circuito eléctrico equivalente del esta­tor cuando está conectado en triángulo y en la Figura 8.30 (b), el circuito mo­nofásico equivalente reducido a estrella, para lo cual la impedancia por fase se divide entre 3 (tres).

v

(a) (bl (el

Fig.8.30

Por otro lado, cuando el bobinado del estator está conectado en estrella, el circuito equivalente se muestra en la Figura 8.30 (c), circuito que coincide con el respectivo equivalente monofásico.

A partir de estas figuras, se deduce las siguientes afrrmaciones:

215

1 arrY

de'donde se obtiene, por simple división, que:

IarrY = IarrD I 3

Para los torques útiles, se cumplen las expresiones siguientes:

3 . 2 (R; ) T _1

arrD W s rO

~ .. 2 T

arrY Rr W s rY

= ~ C';D r 3(~' 1 TarrD /3

La intensidad en cada devanado decrece sólo en relación a O.Si{, pero este valor no tiene porqué considerarlo el usuario.

Los valores típicos de arrdIlque son para la corriente 2.0 Inom Y para el torque,0.5 Tnom ' Ver la Figura 8.31.

El arranque Y -o se indica para aquellos equipos que arranquen en vacío o que tengan un torque resistente pequeño.

T

ro ro

Fig. 8.31 Curvas características para el arranque estrella-triángulo.

En el segundo tiempo, se suprüll~ el acoplamiento en estrella y se acoplan los devanados en triángulo. ('~cta devanado, entonces, está alimentado con la

216

tensión de la red; el motor recupera sus características. naturales. El torque motor es pequeño durante todo el acoplamiento en estreila, y la

velocidad estabilizada al final de este tiempo, puede ser muy baja si el torque resistente es elevado (por ejemplo, el caso de una máquina centrífuga).

Aparecen, entonces, puntas importantes de corriente y de torque al pasar de estrella a triángulo. Estas condiciones pueden conducir a renunciar al arran­cador Y-D para máquinas de características centrífugas, sobretodo, más allá de una detennínada potencia (por ejemplo, 30 kW).

Por otra parte, es preciso señalar que la corriente que atraviesa los deva­nados del motor es discontinua; en efecto, es interrumpida en el momento de la apertura del contactor Y para establecerse de repente cuando cierra el con­tactor D (con plena tensión de la red).

Siendo las características de estos devanados muy inductivas, el paso al acoplamiento en D se acompaña de puntas de corriente transitorias muy altas.

A partir de una cierta potencia, es aconsejable renunciar al acoplamiento y -D o bien utilizar una variante que pennita limitar los fenómenos tran­sitoríos (temporizando el paso Y a D o intercalando una resistencia en serie con los devanados acoplados en triángulo).

8.15.2 Arranque de los motores de rotor bobinado

8.15.2.1 Arranque rot6rlco por resistencias

Un motor de rotor bobinado no puede arrancar directamente con los deva­nados del rotor cortocircuitados, sin provocar puntas de torque y de corriente inadmisibles.

Es necesario que, al mismo tiempo que se alimenta al estator a plena ten­sión de la red, se introduzcan resistencias rotóricas que serán progresivamente cortocircuitadas.

El cálculo de la resistencia insertada en cada fase pcnnite determinar de for­ma rigurosa la curva torque-velocidad obtenida: para un torque dado, la velo­cidad es tanto más baja cuanto más alta sea la resistencia.

La resistencia debe ser insertada totalmente en el momento del arranque y, cuando esté totalmente cortocircuita<Ja, se alcanzará la velocidad nominal.

La corriente absorbida es sensiblemente proporcional al torque proporcio­nado o, por lo menos, sensiblemente superior al valor tcórico. Por ejemplo, para un torque de arranque igual a 2.0 T nom , la corriente de arranque será aprox imadamente 2.0 Inom.

Esta punta es considemblemente más pequeña y el torque máximo de arran­que, más elevado que el de un motor de jaula para el cual los valores típicos son del orden de 6.0 100m para 1.5 T nomo La forma de conexión se ve en la Figura 8.32.

217

larr < 2.5 Inom Tarr < 2.5 T nom

tarr : 2.5 á 5 s

Fig. 8.32 Circuito de arranque de un motor de rotor bobinado.

En la Figura 8.33 se puede ver las curvas de torque y de corriente en fun­ción de la velocidad para este tipo de arranque.

T

Úls ro Fig. 8.33 Curvas características para el arranque por

resistencias rotóricas.

ro

El motor de anillos, con un arranque rotórico, se utiliza en todos los casos en que las puntas de corriente deben ser mínimas y en todas las máquinas que arranquen a plena carga.

Por otra parte, este tipo de arranque es extremadamente flexible, porque es fácil de ajustar el número y el aspecto de las curvas de torque y corriente en función de la velocidad de acuerdo a las características de la carga (torque resis­tente, valor de la aceleración, punta máxima de corriente, etc.)

8.16 LA INVERSION DE MARCHA

En muchos casos y aplicaciones el motor asíncrono trifásico, ya instalado, requiere que el sentido de giro sea invertido en forma definitiva o periódica, según el caso.

La única forma de invertir el sentido de giro del motor consiste en con­mutar (intercambiar) dos conductores de línea cualesquiera de los que están co­nectados al estator. Véase la figura 8.34.

218

Ag. 8.34 Inversión del sentido de giro de un motor asíncrono trifásico.

Como se sabe, los motores asíncronos funcionan bajo el principio de la existencia de un campo magnético giratorio inductor en el estator que es el que en definitiva arrastra al rotor. Dicho campo gira de acuerdo a la secuencia. de fases impuesta por las corrientes que circulan por sus devanados.

En la Figura 8.35 se explica en forma fasorial el principio de la inversión de la secuencia de fases de las corrientes al producirse el intercambio en sólo dos terminales de bobinas del estator.

A~~' B-

e _le

Seruencia eBA

:~ e~

k: ~

Va 'e Ve

Secuencia ABe

Fig. 8.35 Explicación fasorial del cambio de giro.

Téngase en cuenta que de volverse a intercambiar otras dos líneas cuales­quiera, el motor volverá a girar en el mismo sentido inicial.

8.17 LOS MOTORES DE DOS VELOCIDADES

El motor asíncrono con rotor de jaula es una máquina muy difundida en todas las aplicaciones industriales. Tal motor es constructivamente muy sim-

219

pIe, robusto, de bajo costo, de fácil mantenimiento y con prestaciones eléctri­cas y mecánicas plenamente satisfactorias.

El motor de jaula presenta la característica de ser una máquina de velocidad prácticamente constante, ligada a la frecuencia de la red y al número de polos.

Sin embargo, en muchas aplicaciones industriales, se requiere una regula­ción a dos (en algunos casos, más) velocidades.

Afortunadamente, es posible obtener un motor de dos o varias velocidades creando en el estator combinaciones de bobinados que correspondan a números de polos diferentes.

Motores de jaula a dos velocidades, con un solo arrollamiento, son realiza­dos desde hace tiempo pero limitados a la relación 1:2. Sin embargo, existen aplicaciones que requieren una relación de velocidades diferente de la relación 1:2.

Hasta ahora, dos velocidades en cualquier relación, podían ser obtenidas con dos arrollamientos estatóricos distintos, lo cual involucra un sobredimen­sionamiento del motor debido al hecho que, a cualquier velocidad, es utilizado uno solo de los dos arrollamientos, permaneciendo el otro desenergizado.

En el país se ha desarrollado la técnica para la realización de los motores llamados "de polos de amplitud modulada" (PAJ\.1). Estos motores pueden trabajar a dos velocidades, en cualquier relación, con un solo arrollamiento, que puede funcionar en una u otra velocidad, mediante el uso de un simple conmutador.

8.17.1 Motores de polos conmutables El cambio de velocidad por conmutación de polos se consigue mediante la

conexión Dahlander (Figura 8.38), que consiste en agrupar las dos bobinas de cada fase mediante un conmutador.

EI.devanado del estator puede disponerse de forma que, con un simple cam­bio en las conexiones de las bobinas, el número de polos varíe en la relación de 2 á 1 (4 Y 2 polos, 8 y 4 polos, 12 y 6 polos), con lo que puede selec­cionarse dos velocidades síncrona.'.; distinta,>.

Esta clase de motor contiene seis bornes. En función de sus características, estos motores pueden ser de torque cons­

tante, potencia constante o de torque y potencia variables. Para una de las velocidades, la red está conectada a los tres bornes corres­

pondientes; para la segunda, éstos están unidos entre sí mientrras la red queda conectada con los otros tres bornes.

En la Figura 8.36 y en la Tabla 8.3 se muestra la disposición de los ter­minales y conexiones del estator en motores asíncronos trifásicos con bobi­nado simple conmutable para dos velocidades.

220

4

(a) 2YII velocidad afta

(e) Dserie velocidad alta

(e) 2YII velocidad afta

6

6

6 3

3

3

5 (b) Dserie

velocidad baja

2

(d) 2YII velocidad baja

(1) Yserie velocidad baja

2

2

Flg. 8.36 Disposición de los terminales para motores de dos velocidades de polos conmutables: (a) y (b) IOrque constante; (e) y (d). potencia constante;

(e) y (t). torque y potencia variables.

En motores de par constante, la máxima potencia de salida, cuando opera a baja velocidad, se reduce a la mitad del valor correspondiente a la po­tencia desarrollada a la mitad de la velocidad de régimen. Véase la curva (a) de la Figura 8.37.

Estos motores se aplican en aquellos accionamientos que requieran el mis­mo torque en cualquiera de las dos velocidades, por ejemplo, con cargas en las que los rozamientos sean predominantes.

En motores de potencia constante, el torque máximo a baja veloci-

221

Tabla 8.3 Disposición de las conexiones del estator en motores

con conexión Dahlander

(a) y (b) Conexiones de torque constante

velocidad hilos unir polaridad conexión línea juntos bobinado bobinado

baja 1-2-3 ---- polos Dserie conmutables

alta 4-5-6 1-2-3 convencional 2Y//

(e) y (d) Conexiones de potencia constante

velocidad hilos unir polaridad conexión línea juntos bobinado bobinado

baja 1-2-3 4--5-6 polos 2Y// conmutables

alta 4--5-6 ---- convencional O serie

(e) y (1) Conexiones de torque y potencia variables.

velocidad hilos unir polaridad conexión línea juntos bobinado bobinado

baja 1-2-3 ---- polos Y serie conmutables

alta 4-5-6 1-2-3 convencional 2V//

Tabla 8.3

T

~------~--------~------------ro

Fig. 8.37 Curvas de torque-velocidad para motores de polos conmutables.

(a) de torque constante, (b) de potencia constante, (e) de torque y potencia variables.

222

dad es el doble que el desarrollado a alta velocidad. Véase la curva (b) en la Figura 8.37.

Estos motores son los más costosos por ser físicamente los de mayor ta­maño. Se aplican en cargas que requieren potencia constante como las máqui­nas-herramientas.

En motores de torque y potencia variables, la máxima potencia de salida a baja velocidad es la cuarta parte de la potencia desarrollada a alta ve­locidad. Véase la curva (c) en la Figura 8.37.

Estos motores se aplican en el accionamiento de cargas que, a menor velo­cidad, requieren menor torque, por ejemplo, los ventiladores y las bombas cen­trífugas.

El arranque de los motores de polos conmutables se realiza, a menudo, di­rectamente tanto en alta como en baja velocidad.

Generalmente, estos motores tienen un rendimiento y un factor de poten­cia bajos.

En la Figura 8.38 se muestra una explicación más detallada para una de las conexiones de cómo se realiza el cambio del número de polos para una de las fa <;cs.

2

(al

1-2-3

Fig. 8.38 Conexión Dahlander. a) Conexión del devanado del estartor para 4 y 2 polos.

b) Disposición de una fase (una espira por polo).

En triángulo se Liene, así, doble número de polos que en doble estrella. Con la disposición de las bobinas según la Figura 8.38 se producen cuatro o dos polos respectivamente.

223

8.17.2 Motores de devanados estatóricos independientes

Este tipo de motores contiene dos arrollamientos estatóricos eléctricamen­te independientes que penn ¡te obtener dos velocidades en una relación cualquie­ra.

Los devanados para la velocidad baja deben soportar Jos esfuerzos mecáni­cos y eléctricos que resultan del funcionamiento del motor en alta velocidad. A veces, tal motor, funcionando en baja velocidad, absorbe una intensidad ma­yor que en alta velocidad.

Es igualmente posible la realización de motores de tres o cuatro velocida­des, acoplando los polos sobre uno de los devanados estatóricos o sobre los dos. Esta solución exige tomas suplementarias en los devanados.

En la FIgura 8.39 puede verse un esquema de funcionamiento de estos mo­tores.

1 2 3

una vefocidad otra velocidad

Fig. 8.39 Motor de jaula con dos arrollamientos estatóric:os distintos.

8.17.3 Motores con polos de amplitud modulada Dclcrosa ha desarrollado la técnica para la realización de los arrollamientos

llamados "de polos de amplitud modulada" (PAM). Esta técnica permite realizar un motor de jaula de dos velocidades, en cual­

quier relación, con un solo arrollamiento que puede funcionar en una u otra ve­locidad mediante el uso de un simple conmutador.

La principal ventaja de un motor PAM, respecto a un motor tradicional de dos arrollamientos, es que todo el cobre del arrollamiento estatórico trabaja en ambas velocidades.

Por consiguiente. los motores P AM son más ligeros y menos costosos que los motores de dos arrollamientos de iguaJes potencias y poseen, además, un rendimiento y una capacidad ténnica mayores.

El aumento de costo, respecto a un motor normal de una velocidad, es mo­desto pero sensiblemente inferior a aquel rclativo a un motor de dos arrolla­mientos separados.

Otra ventaja es que el motor PAM requiere sólo seis terminales y el cam­bio de velocidad se realiza de un modo muy simple mediante un conmutador común.

224

Los motores PAM son particularmente adecuados para el accionamiento de ventiladores y bombas centrífugas, fajas transportadoras, compresoras, mezcla­doras para industrias químicas, máquinas-herramientas y, en general, de cual­quier máquina que requiera velocidad variable en su accionamiento.

Los motores PAM presentan la posibilidad de reducir el stock de motores de reposición, al disponer de dos velocidades que pueden usarse independien­temente.

Los motores PAM pueden ser proyectados para funcionamiento con torque constante, potencia constante o con torque variable con el cuadrado de la velo­cidad (por ejemplo, para el accionamiento de bombas y ventiladores centrí­fugos).

8.18 EL FRENADO ELECTRICO

El cumplimiento correcto del proceso de producción requiere en toda una serie de instalaciones un frenado rápido y suave dc\ motor.

El frenado se puede realizar por vía mecánica o c\éctrica, pero el frenado eléctrico posee una serie de ventajas ante el frenado mecánico, en particular en aquellos casos cuando se exige una regulación precisa del momento de parada y suavidad de la operación.

Existen tres métodos principales de frenado eléctrico de los motores asín­cronos: el frenado por contracorriente, el frenado por generador y el frenado di­námico.

8.18.1 Frenado por contracorriente

El principio consiste en que despusés de haber desconectado el motor de la red y girando todavía, se le reconecta a la red pero en sentido inverso. Esta es una forma de frenado muy eficaz pero que exige desconectar el motor nueva­mente, antes de que empiece a girar en sentido contrario.

Al frenar el motor por este método se cambia el sentido de giro del campo conmutando dos conductores de línea cualesquiera de los que están conectados al estator.

En este caso, el rotor gira en sentido contrario al campo con el desliza­miento s > 1.

8.18.1.1 caso del motor de jaula

Antes de adopiar este sistema es absolutamente necesario asegurarse que el motor es capaz de soportar los frenados por contracorriente en el servicio de­seado.

En efecto, además de los esfuerzos mecánicos, este método impone esfuer-

225

zas térmicos importantes en el rotor; la energía correspondiente a cada frenado (deslizamiento y energía cinética) es disipada en la jaula.

En el momento del frenado, las puntas de corriente y el torque son bas­tante superiores a las pnxlucidas durante el arranque.

Con el fin de obtener un frenado sin brusquedad, se conecta una resistencia en serie con cada fase del estator (eltorque y la corriente son entonces redu­cidos como en el caso del arranque estat6rico). Véase la Figura 8.40.

1 2 3

Funcionamiento

Fig. 8.40 Frenado por contracorriente de un motor asíncrono de

jaula de ardilla.

Los inconvenientes del frenado por contracorriente de un motor de jaula son tales, que este procedimiento no está genemlizado más que en determina­das aplicaciones típicas, principalmente de pequeña potencia.

8.18.1.2 Caso del motor de rotor bobinado

Con el fin de limitar la punta de corriente y de torque, es imprescindible, antes de acoplar el motor en contracorriente, volver a introducir las resisten­cias rolÓricas utilizadas en el arranque. A menudo, es preciso añadir una sec­ción suplementaria llamada "de frenado".

El torque de frenado puede ser fácilmente regulado al valor deseado eligien­do una resistencia rotórica conveniente.

En el momento de la inversión, la tensión rotórica es casi el doble de la tensión rotórÍca en la parada, 10 que impone, a veces, precauciones particulares de aislamiento.

Una gmn cantidad de energía se disipa en las resistencias: energía de des­lizamiento tomada de la red y energía cinética restituida por la parada de las ma­sas en movimiento. Con este sistema, es posible retener una carga movida a una velocidad moderada. La característica es muy inestable (fuertes variaciones de velocidad para pequeñas variaciones de torque).

Otro método de frenado por contracorriente, si el motor es de rotor bobi­nado, se muestra esquemáticamente en la Figura 8.41. Para limitar la sobre­corriente, en el circuito del rotor se intercala una resistencia óhmica.

226

Fig.8.41 Circuito de frenado de un motor asíncrono de rotor bobinado.

Este método se caracteriza porque, en primer lugar, durante el frenado, el estator del motor se conecta a la red como monofásico y, en segundo lugar, porque dos devanados de fase eslfm cortocircuitados.

Es, sobre todo, de gran importancia esto úILimo, puesto que sin el circuito cortocircuitado, no estaríamos frenando el motor y tendríamos un simple mo­tor monofá"ico.

El análisis de este circuito demuestra que todo sucede como si tuviéramos en un mismo árbol dos motores trifásicos que desarrollan torque de sentidos opuestos.

Las carncterísticas de frenado de este circuito son favorables. Este método presenta las siguientes desventajas, aunque sin mayor impor­

tancia en la mayoría de los casos:

- Una peor utilización de la máquina monofásica en comparación con la trifásica.

- Una influencia desfavorable de la carga monofásica en la simetría de la tensión de la red trifásica.

- Un factor de potencia reducido de la máquina.

8.18.2 Frenado por generador Este método se emplea principalmente en los motores de dos velocidades

(de polos conmutables). . Si el motor funciona con el menor número de polos, es decir, con la ma­

yor velocidad, entonces, conmutándolo al mayor número de polos, realiza­remos el frenado por generador entre la mayor y la menor velocidad.

Pam continuar frenando hasta una velocidad inferior a la mayor, hay que frenar la máquina por contmcorriente.

El régimen de frenado por generador se emplea también en los mecanis­mos de elevación y transporte al bajar cargas pesadas. En este caso, la máqui­na devuelve a la red la energía recibida debido a la carga que desciende.

227

8.18.3 Frenado dinámico

En este caso el estator se desconecta de la red y se alimenta con corriente continua procedente de cualquier fuente de continua.

En la Figura 8.42 se representa uno de los circuitos posibles. Aquí, dos de­vanados de fase se alimentan durante el frenado con la fuente de continua.

FIg. 8.42 Circuito de frenado dinámico de un motor de jaula de ardilla.

En la Figura 8.42 se observa que durante el frenado la máquina asíncrona representa un generador síncrollO invertido en el que el estator crea un campo magnético inmóvil en el espacio, y el rotor es el inducido del generador. La energía de frenado se absorbe en el rotor.

En los motores de jaula de ardilla la variación del torque de frenado se lo­gra variando la tensión de la fuente de continua.

En la Figura 8.42 (a) se ha trazado las curvas de torque y corriente en fun­ción de la velocidad para los motores de inducción trifásicos con el fin de ex­plicar los diferentes métodos de frenado.

-T J--GENERAOOR--

FIg. 8.42 (a) Curvas de comportamiento de los motores trifásicos de inducciÓn

228

8.19 DESIGNACION, CONEXION y MARCADO DE TERMINALES

Existen dos sistemas universales, el europeo y el americano, cuyas diferen­cias se hacen notar en nuestro medio por cuanto aquí se trJbaja con motores tanto americanos como europeos.

En lo que respecta a la caja de bornes, en la Figura 8.43 se aprecia ya una diferencia de tipo constructivo.

(a)

Fig. 8.43 Construcciones tipicas de cajas de bornes:

(a) sistema europeo, (b) sistema americano.

Los fabricantes europeos tienen por norma utilizar cajas de bornes donde los terminales de los bobinados, conectados a pernos, están montados en for­ma pennanente y fácil de identificar con letras marcadas en el tablero aislante de soporte.

Además, ubican éstos de modo que mediante puentes cortos, pueden conec­tarse fácilmente las bobinas en cualquiera de las dos conexiones Y ó D.

Los fabricantes americanos, en cambio, tiene por norma prolongar los ter­ininales de las bobinas hasta la caja de bornes, utilizando chicotes indepen­dientes, flexibles y aislados, convenientemente identificados.

8.19.1 Designación de los terminales

Según los países de origen, la industria eléctrica ha venido usando núme­ros y letras para marcar los terminales.

Cada sistema utiliza sus propias designaciones. Así, por ejemplo, para de­signar las líneas de suministro en la Tabla 8.4 se da las letras que se suele uti­lizar en planos y en las instalaciones mismas.

229

Tabla 8.4 Designación normalizada de las líneas de suministro

Sistemas Europeo Inglés Americano

Normas DIN-VDE BSS NEMA

Líneas R L1 L1 de S L2 L2

suministro T L3 L3

En la Tabla 8.5 se muestra la designación normalizada que hacen los dis­tintos sistemas de los terminales de bobinas de los motores.

Tabla 8.5 Designación normalizada de los terminales de bobinas de los motores

Sistemas Europeo Inglés Americano

Terminales U Al (A) T1

bobinas V B1 (B) T2 primer W el (e) T3 grupo X A2 T4

Y 82 T5 Z e 2 T6

Terminales Ul A3 T7 bobinas Vl B3 T8 segundo Wl e 3 T9 grupo Xl ~ T lO

Yl 84 T11

Zl e 4 T12

Estos cuadros de equivalencias facilitan la identificación de los terminales, teniendo en cuenta que éstos son siempre los mismos.

8.19.2 Conexión de terminales

8.19.2.1Motores trifásicos con un solo grupo de bobinas y seis bornes

Las bobinas de estos motores son conmutables por el sistema estrella­triángulo, lo que permite alimentarlas directamente con una cualquiera de las dos tensiones cuya relación es V3' Las cajas de estos motores se caracteri­zan por tener seis bornes.

230

En la Figura 8.44 se explica gráficamente la disposición de los terminales en la caja de bornes para la correspondiente configuración.

Conexión en

estrella (y)

Conexión en

triángulo (L1)

R

R

380 V

S

v

T

w

~------- -1

CAJ/{DE: ~ Z :v I I I

BORNES: ~ !i!. ~: L I--l':"-l-J

R S T

,.---------, , I I ,

PUENTES , I I I L J

R S T

Fig. 8.44 Conexión de los terminales en motores trifásicos

de un grupo de bobinas y seis bornes.

8.19.2.2 Motores trifásicos con dos grupos de bobinas y nuevebomes

Se trata de motores con nueve terminales libres y tres terminales ya uni­dos en un punto común, en principio, inaccesible.

Con esta conexión, las bobinas se pueden disponer en serie o en paralelo, aunque siempre dentro de la misma configuración estrella, 10 que permite ali­mentarlas indistintamente con una cualquiera de las dos tensiones que guardan entre si la relación de 2.

231

En la Figura 8.45 puede verse en [onna gráfica el mexlo en que se realizan la" conexiones de los bornes de la caja del motor.

serie (YS)

estrella paralelo

(YP)

r- - --------,

I)T IT )T I Caja de I 4 5 61 Bornes I I

1 I • I T7 T8 T91 I I

~ r~~_Y!=-j~3J LJ L21 L3

220 V

Fig. 8.45 Esquemas de las conexiones en la caja de bornes ele motores

de nueve terminales.

8.19.2.3. Motores trifásicos de dos grupos de bobinas y seis bornes

Estos motores tienen seis terminales fijos e inaccesibles y seis tenninales pennutables que son los que van a dar a los seis bornes de la caja.

En la Figura 8.46 puede verse' de un modo más claro cómo se realizan las distintas conexiones para las respectivas configuraciones de las bobinas.

232

Triángulo paralelo

Estrela paralelo

Triángulo serie

R

z w

220 V T

380 V

T

T ~-~--~- -~., I Z X 1;,- I

l~u_~v_@y!j z. x. Y,

R S T

Fig. 8.46 Conexiones de los motores trifásicos de dos grupos de

bobinas y seis bornes.

8.19.3 Marcado de terminales El man:ado de los tenninales en las máquinas eléctricas cumplirá mejor su

propósito si con ello se logra no sólo el poderlos identificar fácilmente, sino, a la vez, indicar la relación eléctrica y disposición que hay entre los distintos circuitos dentro de la máquina

Cuando se trata de alternadores, motores síncronos y asíncronos trifásicos con una sola velocidad, se ha tomado por nonna seguir el sentido de giro de las agujas del reloj para designar los tenninales.

En la Figura 8.47 se muestra la fonna de marcar los tenninales en un mo­tor trifásico de doble bobinado y doce terminales.

El método se puede resumir de la siguiente manera:

233

Primero se dibuja el diagrama respectivo de la máquina. Luego se marca en cualquier punto de la periferia. Finalmente, se continúa girando en espiral hacia adentro, hasta marcar su­

cesivamente todos los terminales según vayan apareciendo.

Fig. 8.4'7 Marcado de terminales según NEMA.

8.20 DATOS DE PLACA

La placa de características (Figura 8.48) indica, además del nombre comer­cial del fabricante, tipo de motor (aquí se suele indicar el tipo de ventilación, la altura del centro del eje del motor sobre la base del mismo, así como tam­bién el número de polos) y número de fabricación, todos los datos nominales de funcionamiento que sean importantes.

234

Como datos de placa vienen principalmente los siguientes:

- Potencia (s) mecánica (s) (kW) entregada (s) por el motor en el eje cuando trabaja a plena carga.

- Configuración (es) de las bobinas del estator (y del rotor en el caso del motor de anillos).

- Tensión (V) de la red de suministro o de la fuente de energía eléctrica que se debería aplicar en cada configuración.

- Intensidad (A) de la corriente absorbida por el motor a plena carga para la respectiva configuración de fas bobinas (además, la corriente del rotor en el motor de anillos).

- El (los) factor (es) de potencia o cos <1>, que expresa el desfase que se produce a potencia nominal entre la tensión y la corriente.

- La frecuencia (Hz) de la red de alimentación. - La (s) velocidad (es) de giro (rpm) del rolOr con el motor funcionando a

plena carga. - La clase de protección del motor. Se indica con una letra código.

- La clase de aislamiento. Este dato es una letra código y se indica sólo para devanados con aislamiento especial, es decir, en caso de mayores exigencias térmicas.

Fig. 8.48 Placa de carac1erlsticas de un motor trifásico de rotor bobinado.

En la Figura 8.49 se muestra las curvas características de servicio de un motor asíncrono trifásico de 2.2 kW.

Estas curvas muestran las variaciones de la corriente absorbida 1, de la ve­locidad de giro n, de la eficiencia TI y del factor de potencia f.p. entre la mar­cha en vacío y la plena carga Obsérvese la escasa variación que experimenta la velocidad de un motor asíncrono entre vacío y plena carga.

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Fig. 8.49 Curvas características de servicio de un motor asíncrono trifásico de 2.2 kW.

235